電磁波電阻率懸掛孔應(yīng)力集中分析及優(yōu)化設(shè)計(jì)

郭寶左， 劉金柱， 于芳芳， 姚 波， 劉棟梁， 康 凱， 顧繼俊

(1.北京環(huán)鼎科技有限責(zé)任公司,北京102200； 2.中國(guó)石油大學(xué)〈北京〉，北京102200)

電磁波電阻率懸掛孔應(yīng)力集中分析及優(yōu)化設(shè)計(jì)

郭寶左1， 劉金柱1， 于芳芳1， 姚 波1， 劉棟梁2， 康 凱2， 顧繼俊2

(1.北京環(huán)鼎科技有限責(zé)任公司,北京102200； 2.中國(guó)石油大學(xué)〈北京〉，北京102200)

電磁波電阻率鉆鋌懸掛孔產(chǎn)生的應(yīng)力集中，是鉆鋌結(jié)構(gòu)強(qiáng)度最薄弱的環(huán)節(jié)，最終影響鉆鋌使用壽命。介紹了電磁波電阻率鉆鋌結(jié)構(gòu)形式，對(duì)鉆鋌兩懸掛孔孔間距離以及在圓周方向上與諧振窗的不同夾角分別進(jìn)行討論，利用三維建模軟件和有限元分析軟件模塊分別對(duì)設(shè)計(jì)的鉆鋌結(jié)構(gòu)進(jìn)行實(shí)體建模，在單獨(dú)施加扭矩載荷和施加壓力、扭矩復(fù)合載荷2種情況下進(jìn)行有限元計(jì)算，優(yōu)選出一種合理結(jié)構(gòu)，為下一步的優(yōu)化設(shè)計(jì)和加工新型鉆鋌提供了理論基礎(chǔ)。

電磁波電阻率；圓孔應(yīng)力集中；優(yōu)化設(shè)計(jì)；有限元計(jì)算；鉆鋌

0 引言

鉆鋌在井眼中同時(shí)承受內(nèi)壓、外壓、軸向載荷、彎曲載荷和扭矩等作用，在復(fù)雜載荷作用下，鉆鋌失效是普遍存在的問題[1]。電磁波電阻率儀器是一種在鉆鋌上設(shè)計(jì)構(gòu)建的儀器，為了實(shí)現(xiàn)儀器的地質(zhì)測(cè)量功能，需在鉆鋌本體上加工孔槽，安裝探頭和電路等裝置，從而導(dǎo)致鉆鋌強(qiáng)度有所下降。

影響鉆鋌強(qiáng)度的因素有很多，其中對(duì)于鉆桿螺紋處應(yīng)力集中問題已有大量的研究并提出了應(yīng)力釋放槽的解決方法[2-8]，而對(duì)于隨鉆儀器表面孔槽位置分布帶來的應(yīng)力集中問題目前還未受到業(yè)界重視，相關(guān)研究的文章較少。對(duì)于隨鉆儀器，這些孔槽結(jié)構(gòu)是應(yīng)力集中嚴(yán)重的地方，無疑會(huì)成為發(fā)生疲勞失效的薄弱點(diǎn)，將嚴(yán)重影響隨鉆儀器的壽命，甚至影響到鉆井的安全。隨著隨鉆儀器的大量應(yīng)用，如何減少孔槽位置的應(yīng)力集中，延長(zhǎng)隨鉆儀器壽命，保障鉆井安全，這是鉆井作業(yè)中必須要解決的關(guān)鍵技術(shù)問題[2]。

為了最大限度保證電磁波電阻率鉆鋌的使用壽命，本文對(duì)電磁波電阻率鉆鋌懸掛孔位置進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，并綜合考慮過線孔加工和強(qiáng)度兩方面因素，提出了合理的解決方案。

1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)思路

電磁波電阻率儀器由一個(gè)整體式無磁鉆鋌(即天線殼體)和電子線路探管組成，電子線路探管位于無磁鉆鋌內(nèi)部，并通過鉆鋌上的懸掛孔固定在無磁鉆鋌上，探管內(nèi)的導(dǎo)線從懸掛中的引線孔引出，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。

在鉆鋌的圓周上沿長(zhǎng)度方向布置有6個(gè)天線環(huán)， 每個(gè)天線環(huán)上有一個(gè)長(zhǎng)方形走線槽，在兩個(gè)天線之間有一個(gè)諧振窗，諧振窗有孔分別與兩邊長(zhǎng)方形走線槽相通，走線槽內(nèi)的導(dǎo)線將天線與諧振電路連接起來，并用高壓插針進(jìn)行高壓密封，其結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖1 電子線路探管與鉆鋌連接示意圖

圖2 6個(gè)天線長(zhǎng)方形線槽和3個(gè)諧振窗的布置圖

2 懸掛孔位置布置方案

如何布置懸掛孔的位置，使得它對(duì)鉆鋌強(qiáng)度影響最小，又便于將懸掛孔內(nèi)的線引入到諧振窗中，是本文主要討論的問題。從加工角度考慮，希望懸掛孔與諧振窗越近越好，但從有利于鉆挺的強(qiáng)度考慮，則希望懸掛孔遠(yuǎn)離諧振窗。因此，我們考慮了幾種懸掛孔位置方案，分別進(jìn)行討論。

2.1 方案一

考慮將懸掛孔設(shè)計(jì)在沿軸向遠(yuǎn)離諧振窗的位置，由圖2可見，在2個(gè)諧振窗所在的圓柱之間，有2個(gè)天線環(huán)，在2個(gè)天線環(huán)間有一段光滑的圓柱，考慮將懸掛孔布置在該光滑圓柱上，另外為了避免懸掛孔、長(zhǎng)方形走線槽及諧振窗在同一直線上，將懸掛孔與長(zhǎng)方形走線槽在圓周方向錯(cuò)開90°,如圖3所示。此方案的優(yōu)點(diǎn)是諧振窗與懸掛孔沿鉆鋌長(zhǎng)度方向分布，且相距較遠(yuǎn)，鉆鋌各橫截面的有效面積較大，有利于提高鉆鋌強(qiáng)度；缺點(diǎn)是諧振窗與懸掛孔間有天線環(huán)相隔，從諧振窗與懸掛孔間的引線孔必須穿過天線環(huán)，而且鉆鋌長(zhǎng)度方向較長(zhǎng)，沿軸向打孔不易實(shí)現(xiàn)，也不能采用將鉆鋌斷開后再焊接的方法，所以此方案不作考慮。

圖3 懸掛孔布置在與諧振窗相隔一段天線環(huán)的圓柱面上

2.2 方案二

考慮將懸掛孔設(shè)計(jì)在諧振窗所在的圓柱上，但在圓周方向錯(cuò)開一定角度，如圖4所示。由于同一截面上孔的數(shù)量增加了，鉆鋌強(qiáng)度受到影響。所以要對(duì)懸掛孔的具體位置進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。

首先考慮懸掛孔位于圓周方向不同角度時(shí)對(duì)強(qiáng)度的影響。即從斷面看懸掛孔分別與諧振窗口在圓周上夾角分別為60°、90°、120°、150°、180°時(shí)的鉆鋌強(qiáng)度情況，見圖4。

圖4 懸掛孔位于圓周方向不同角度的情況

其次考慮兩懸掛孔不同間距對(duì)強(qiáng)度的影響。設(shè)兩懸掛孔間距分別為45、66、87 mm時(shí),懸掛孔位于與諧振窗口的圓周夾角為60°、90°、120°、150°、180°時(shí)的鉆鋌強(qiáng)度情況。如圖5所示。

圖5 兩懸掛孔間距分別為45、66、87 mm時(shí)的情況(圓周方向90°)

為了比較方案二中各種孔距與夾度組合時(shí)鉆鋌的強(qiáng)度,我們分別進(jìn)行了有限元分析。

3 結(jié)構(gòu)有限元分析

3.1 有限元模型

鉆鋌在井下所受載荷非常復(fù)雜，拉、壓、彎、扭、振動(dòng)都存在，但這些復(fù)雜載荷作用在相對(duì)較小的孔槽上時(shí)，所產(chǎn)生的應(yīng)力只有拉壓應(yīng)力和剪切應(yīng)力兩種[2]，但鉆鋌處于最下端，所受的拉力較小，所以本文選擇施加單獨(dú)扭矩載荷和壓、扭復(fù)合載荷作為有限元模型載荷。

電磁波電阻率鉆鋌外徑6.75 in(1 in=25.4 mm)，由于天線沿長(zhǎng)度方向?yàn)?組重復(fù)結(jié)構(gòu)，所以只取其中一段進(jìn)行分析，其基本參數(shù)設(shè)定為，長(zhǎng)l=768 mm,無磁鉆鋌材料彈性模量E=216 GPa，泊松比u=0.3，建立如圖6所示計(jì)算模型。

圖6 鉆鋌計(jì)算模型

鉆鋌計(jì)算模型的基本機(jī)械性能見表1所示。

表1 無磁鉆鋌基本機(jī)械性能[9]

基本假設(shè)：不考慮鉆鋌彎曲變形的影響；不考慮孔壁和鉆井液對(duì)鉆鋌的摩擦阻力；鉆柱軸線與井眼軸線一致；略去鉆鋌重力；不考慮接頭影響；鉆鋌微元體所受重力、正壓力、扭力均勻分布[10]。

3.2 計(jì)算及分析

3.2.1 單獨(dú)施加扭矩載荷時(shí)

先采用SolidWorks建模，再導(dǎo)入ANASYS WORKBENCH 14.0進(jìn)行模擬計(jì)算。取鉆挺接頭最大扭矩68.8 kN·m[11]為鉆鋌所受最大扭矩載荷，對(duì)各種孔距和與諧振窗的夾角組合分別進(jìn)行模擬計(jì)算。由于計(jì)算量較大，下面僅介紹其中2例。

(1)孔距為45 mm、圓周方向夾角60°時(shí)的應(yīng)力情況。

計(jì)算模型和網(wǎng)格劃分如圖7所示。使鉆鋌模型一端固定，另一端加66800 N·m扭矩載荷，固定和約束扭轉(zhuǎn)如圖8所示。

圖7 孔距45 mm、圓周方向夾角60°時(shí)的模型

圖8 固定約束與扭矩

計(jì)算結(jié)果如圖9～11所示，模擬計(jì)算后總變形量最大值為0.918 mm，等效應(yīng)力最大值為3.506×108Pa，最大主應(yīng)力值為3.522×108Pa。

圖9 孔距45 mm、夾角60°單加扭矩時(shí)的總變形

圖10 孔距45 mm、夾角60°單加扭矩時(shí)的等效應(yīng)力

(2)孔距為87 mm、圓周方向夾角180°時(shí)的應(yīng)力情況。

計(jì)算模型如圖12所示。扭矩載荷和固定約束同上，具體如圖13所示。

圖11 孔距45 mm、夾角60°單加扭矩時(shí)的最大主應(yīng)力

圖12 孔距87 mm、圓周方向夾角180°的模型

圖13 固定約束與扭矩

計(jì)算結(jié)果如圖14～16所示。模擬計(jì)算后總變形量最大值為0.850 mm，等效應(yīng)力最大值為2.544×108Pa，最大主應(yīng)力值為2.517×108Pa。

圖14 孔距87 mm、夾角180°單加扭矩的總變形

單加扭矩時(shí)的全部模擬計(jì)算結(jié)果見表2。

圖16 孔距87 mm、夾角180°單加扭矩時(shí)的最大主應(yīng)力表2 單加扭矩68.8 kN·m時(shí)的模擬計(jì)算結(jié)果

分組與諧振窗夾角/(°)兩孔中心距/mm總變形量/mm等效應(yīng)力/MPa最大主應(yīng)力/MPa160450.918350.6352.2660.913306.1310.8870.910302.1282.9290450.910317.7335.6660.907313.3295.6870.906275.8277.83120450.902311.5335.2660.900288.0304.3870.900258.6290.04180450.884325.7305.8660.850288.3282.1870.850254.4251.7

將表2的數(shù)據(jù)用曲線表達(dá)如圖17～19所示。

圖17 單加扭矩時(shí)3種孔距的最大等效應(yīng)力隨夾角變化的曲線

圖18 單加扭矩時(shí)3種孔距的最大主應(yīng)力隨夾角變化的曲線

圖19 單加扭矩時(shí)3種孔距的總變形隨夾角變化的曲線

從圖17～19可以看出等效應(yīng)力、最大主應(yīng)力和總變形量都隨著孔距的增加而減小(曲線逐條下移)，可見孔距太近，會(huì)使應(yīng)力增加，分析其原因，是孔距太近產(chǎn)生了應(yīng)力累加效應(yīng)[2]，從圖10、11可見，兩孔間黃色部分已經(jīng)相連在一起。

從圖中還可以看出同一孔距的等效應(yīng)力、最大主應(yīng)力和總變形量都隨著夾角的增加而減小，但當(dāng)夾角>90°后，等效應(yīng)力曲線變化趨于平緩。分析其原因，當(dāng)夾角較小時(shí)，諧振窗與懸掛孔間也發(fā)生了應(yīng)力疊加現(xiàn)象，當(dāng)夾角增大到一定程度，應(yīng)力疊加的影響很小，所以變化趨于平緩。

當(dāng)孔距和夾角最大時(shí)，總變形下降明顯，有利于降低疲勞損害。

3.2.2 施加壓力和扭矩復(fù)合載荷時(shí)

同時(shí)加載最大鉆壓和最大扭矩載荷時(shí)，設(shè)最大鉆壓為2.5×106N[12],扭矩仍為68.8 kN·m，采用相同的力學(xué)模型，對(duì)每種孔間距和夾角組合再分別進(jìn)行模擬計(jì)算。下面仍僅介紹其中2例。

(1)孔距66 mm、夾角60°時(shí)，施加壓、扭復(fù)合載荷的模型和計(jì)算結(jié)果見圖20～24。

圖20 孔距66 mm、夾角60°時(shí)的模型

圖21 固定約束與加載壓力和扭矩復(fù)合載荷

圖22 孔距66 mm、夾角60°加壓扭復(fù)合載荷時(shí)的最大總變形

圖23 孔距66 mm、夾角60°加壓扭復(fù)合載荷時(shí)的等效應(yīng)力

圖24 孔距66 mm、夾角60°加壓扭復(fù)合載荷時(shí)的最大主應(yīng)力

由計(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)兩懸掛孔間距66 mm,且位于與諧振窗圓周方向夾角60°時(shí)，鉆鋌模型同時(shí)加載2.5×106N壓力和68.8 kN·m扭矩載荷,模擬計(jì)算后總變形量最大值為1.214 mm，等效應(yīng)力最大值為6.102×108Pa，最大主應(yīng)力值為3.309×108Pa。

(2)孔距87 mm、夾角180°時(shí)，施加壓、扭復(fù)合載荷的模型和計(jì)算結(jié)果見圖25～29。

圖25 孔距87 mm、圓周方向夾角180°的模型

圖26 固定約束與加載壓力和扭矩復(fù)合載荷

圖27 孔距87 mm、夾角180°時(shí)加壓扭復(fù)合載荷的最大總變形

圖28 孔距87 mm、夾角180°加壓扭復(fù)合載的等效應(yīng)力

圖29 孔距87 mm、夾角180°時(shí)加壓扭復(fù)合載荷的最大主應(yīng)力

由計(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)兩懸掛孔間距87 mm，且與諧振窗夾角180°時(shí)，鉆鋌模型同時(shí)加載2.5×106N壓力和68.8 kN·m扭矩載荷,模擬計(jì)算后總變形量最大值為1.022 mm，等效應(yīng)力最大值為5.267×108Pa，最大主應(yīng)力值為2.673×108Pa。

同時(shí)加載2.5×106N壓力和68.8 kN·m扭矩載荷時(shí)的全部模擬計(jì)算結(jié)果見表3。

將表3的數(shù)據(jù)用曲線表達(dá)如圖30～32所示。

表3 加扭矩68.8 kN·m、壓力2.5×106 N復(fù)合載荷

圖30 加壓扭復(fù)合載荷時(shí)3種孔距的 最大等效應(yīng)力隨夾角變化的曲線

圖31 加壓扭復(fù)合載荷時(shí)3種孔距的最大主應(yīng)力隨夾角變化的曲線

圖32 加壓扭復(fù)合載荷時(shí)3種孔距的總變形量隨夾角變化的曲線

從圖30～32可以看出壓扭復(fù)合載荷時(shí)等效應(yīng)力、最大主應(yīng)力和總變形量的絕對(duì)值都比單加扭矩時(shí)增加了，而且隨著孔距的增加而減小(曲線逐條下移)，但孔距66 mm和孔距87 mm的等效應(yīng)力、最大主應(yīng)力和總變形值比較接近，而且還有重疊現(xiàn)象，說明當(dāng)孔距增加到一定值時(shí)，壓力載荷產(chǎn)生的應(yīng)力對(duì)孔距變化不再敏感。

從圖中還可以看出同一孔距的等效應(yīng)力、最大主應(yīng)力和總變形量都隨著夾角的增加而減小，但當(dāng)夾角為180°時(shí)數(shù)值最小。

當(dāng)孔距和夾角最大時(shí)，總變形量下降明顯，對(duì)降低疲勞損害作用明顯。

4 結(jié)論

通過比較表2、表3，得出如下結(jié)論：

單獨(dú)扭矩最差：孔距45 mm，夾角60°，等效應(yīng)力350.6 MPa，最大主應(yīng)力352.2 MPa；

單獨(dú)扭矩最好：孔距87 mm，夾角180°，等效應(yīng)力254.4 MPa，最大主應(yīng)力251.7 MPa；

復(fù)合載荷最差：孔距45 mm，夾角60°，等效應(yīng)力660.8 MPa，最大主應(yīng)力413.3 MPa；

復(fù)合載荷最好：孔距87 mm，夾角180°，等效應(yīng)力526.7 MPa，最大主應(yīng)力267.3 MPa；

無磁鉆鋌材料的屈服極限758 MPa，上述值都小于屈服極限，但從安全系數(shù)和疲勞強(qiáng)度考慮，最終決定采用孔距87 mm，夾角180°的方案。

180°過線孔的具體加工方法如33圖所示，分別從諧振窗和懸掛孔向鉆鋌壁厚上的同一點(diǎn)打出空間交叉的兩孔，將兩邊的過線孔連通。

本文通過有限元模擬，對(duì)電磁波電阻率懸掛孔位置進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，經(jīng)計(jì)算發(fā)現(xiàn)不同孔距及在圓周方向不同位置對(duì)強(qiáng)度影響的規(guī)律：孔距越大、夾角越大應(yīng)力集中越小，強(qiáng)度越好；夾角越大，總變形量越小，180°時(shí)達(dá)最小，抗疲勞效果最好。據(jù)此選出最佳

圖33 180°位置時(shí)空間交叉的過線孔加工圖

強(qiáng)度設(shè)計(jì)方案：懸掛孔間距87 mm、與諧振窗夾角180°，使懸掛孔位置對(duì)強(qiáng)度影響降到最低，最后提供了過線孔加工方案，這為實(shí)際問題的解決提供了重要參考。

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Analysis on Stress Concentration Produced by Hanging Holes for Electromagnetic Wave Resistivity Instrument and the Structure Optimization Design

GUOBao-zuo1,LIUJin-zhu1,YUFang-fang1,YAOBo1,LIUDong-liang2,KANGKai2,GUJi-jun2

(1.Beijing Huanding Energy Services, Beijing 102200, China; 2.China University of Petroleum, Beijing 102200, China)

The stress concentration caused by the drill collar hanging holes for the electromagnetic wave resistivity tool is the weakest strength point of the drill collar, which finally influences the service life of drill collar. The structure of the drill collar with electromagnetic wave resistivity instrument is described in this paper, and the schemes of distance between the hanging holes of drill collar and the different angles with the resonant window in the circumferential directions are discussed. The entity models of drill dollar structures are made by three-dimensional modeling software and finite element analysis software module, the finite element calculations are performed under 2 conditions of imposing single torque load and imposing the compound load of pressure and torque to select a kind of reasonable structure, which can be a theoretical basis for optimal design and manufacture of new drill collar next.

electromagnetic wave resistivity; round hole stress concentration; optimal design; finite element calculation; drill collar

2017-04-26

郭寶左，男，漢族，1966年生，從事測(cè)井儀器設(shè)計(jì)制造工作，北京市昌平區(qū)創(chuàng)新路12號(hào)，gbz2012@163.com。

P634.4；TE921+.2

A

1672-7428(2017)07-0041-07